基于ABAQUS的断层破碎带对调压室轴线布置影响分析

刘 斌，佘成学

(武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，湖北 武汉 430072)

0 引 言

在设计阶段，合理布置地下洞室轴线能够有效降低其安全隐患、有利于地下洞室变形稳定并降低工程支护成本。洞轴线最优布置方案的确定需要考虑断层破碎带的影响[1]。当断层破碎带直接和洞室相交时，其交界处应力、位移不连续，洞室易出现大变形和屈服破坏。根据NB/T 35011-2013《水电站厂房设计规范》，厂房洞轴线应尽量与主要结构面呈大交角；对此，何建华、胡林江等学者提出，洞轴线与主要结构面夹角一般不应小于50°[2-3]。当断层破碎带和洞室不相交时，洞室靠近断层破碎带的区域受地质弱带影响，易出现应力集中和较大变形，影响调压室正常使用，严重时可能导致洞室围岩失稳，对工程不利[4-5]。然而，在实际工程中，受地形条件等限制，往往无法避开断层破碎带。在这样的条件下，如何合理布置地下洞室轴线仍有待进一步研究。为此，本文结合金沙江昌波水电站的调压室工程，针对断层破碎带对地下调压室轴线布置的影响展开研究，以此确定在断层破碎带影响下，调压室轴线与断层间的最佳交角。

在该研究中，需要选取合理的代表性指标进行评价。叶更强等[1]在设计白鹤滩水电站地下厂房轴线位置时，综合考虑了洞室变形和稳定性指标；杜贵正、陈特、刘鹏等在电站厂房轴线设计时，综合考虑了洞室变形和应力指标[4-6]。王震洲、何艳丽等在水电站厂房轴线设计时，采用洞室变形、应力和屈服指标进行了分析[7-8]。黄达、李海轮、聂卫平等在设计时，考虑了洞室变形、应力和稳定性指标[9-11]。综合前人的研究成果，本文采用调压室变形、应力、屈服和稳定性指标开展研究分析。

通过基于ABAQUS开挖模拟计算，本文分析了断层破碎带对围岩变形、应力、屈服及稳定性的影响，研究了在不同调压室轴线方位布置下，这种影响的变化规律，并分析讨论了调压室轴线合理布置方案。

1 调压室及工程地质概况

金沙江昌波水电站工程等别为Ⅱ等，工程规模为大(2)型；引水发电建筑物位于左岸山体中，采用“一洞两机”供水方式，4台机组共设置2个独立调压室，其具体结构尺寸如图1所示。调压室底板高程为2 353.8 m，下部三岔管底部高程为2 337.5 m，调压室拱顶高程为2 410 m，闸门室顶部高程为2 440 m；两调压室间距52 m。

图1 两调压室尺寸及高程(单位：m)Fig.1 Size and elevation of the two surge chambers

该调压室厂址区出露地层主要有三叠系中心绒群上段(T1-2zh2)和二叠系嘎金雪山群下段(Pgj1)，均以变质岩为主。三叠系中心绒群上段主要为灰绿色绿泥绿帘角闪片岩、阳起片岩及斜长石角闪片岩，片理发育，但片理化程度差异较大，局部呈中厚-厚层状；该地层主要分布于金沙江左岸及右岸近河床部分，地层总厚超过600 m。二叠系嘎金雪山群下段主要为灰-灰黑色夹少许灰绿色千枚状板岩、薄层状石英片岩和绿片岩等；该地层主要分布于金沙江右岸，总厚超过900 m。

调压室上覆岩体厚度为150～350 m，围岩为Ⅱ～Ⅲ类岩体。在调压室开挖区域，存在FC4和FC5两条断层破碎带，两断层破碎带由多个小破碎带组成，地表沿小破碎带有崩塌现象，小破碎带主要由碎裂岩块、泥质构成。断层破碎带围岩为Ⅳ～V类岩体，其中断层破碎带FC4总宽10～15 m，FC5总宽15～20 m。厂址区岩石和断层破碎带物理力学参数见表1。

表1 厂址区岩层物理力学参数Tab.1 Mechanical parameters of each layer in the plant site area

2 调压室布置方案及有限元模型

2.1 调压室轴线布置初拟方案

拟定了3个调压室轴线布置方案，轴线方向分别为N76°E，N86°E和N96°E。在这3个方案中，调压室均布置在断层破碎带之间，相应位置关系见图2。调压室和断层破碎带的空间位置信息如表2所示。

图2 调压室与断层破碎带的位置关系Fig.2 Positional relationship between surge chambers and fault fracture zones

表2 调压室与断层破碎带的空间位置信息Tab.2 Spatial location information of surge chambers and fault fracture zones

2.2 有限元模型

该工程调压室跨度为25 m，参考以往工程建模[2-5]，调压室至本模型上、下游边界的距离约为150 m，至两侧边界的距离约为120 m，至底部边界距离300 m。针对3个轴线布置方案，分别划分有限元网格。图3为N86°E轴线布置方案对应的有限元网格。网格均为四面体单元，共有531 348个单元和90 988个节点。模型竖直边界及底部边界均采用法向链杆约束，顶部自由。

图3 有限元计算网格Fig.3 Calculation grid for finite element method

用弹塑性理论模拟岩石的变形破坏，采用Drucker-Prager屈服准则，如式(1)所示。在π平面中将M-C准则参数使用等面积圆逼近换算为D-P准则[12]，两准则的参数转换关系如式(2)所示。

(1)

(2)

上式中：I1为应力第一不变量；J2为偏应力第二不变量；α，k为D-P准则参数；φ为岩石内摩擦角。

3 断层破碎带对调压室影响分析

3.1 初始地应力场

工程区地处青藏高原东部，大地构造单元属松潘—甘孜造山带与羌塘—昌都陆块交接的西部碰撞结合带，新构造运动单元属中国西部强烈隆升区之三江深切割强隆区；晚印支运动以来一直处于隆起状态，尤其新构造时期以来表现为大幅度抬升，第四纪以来抬升幅度在3 800 m以上。由于长期内外动力地质作用，区域断裂和褶皱构造格局基本控制了区内主要山脊的总体走向。

调压室开挖区域，初始地应力场的最大主压应力方向在N27°E～N32°E。调压室位置的测点位于平硐PDS4中，其测值如表3所示。限于篇幅，其余测点未列出。实测厂址区的地应力有如下特点：① 地应力随测点孔深呈明显增加趋势；② 在水平面内，水平方向主应力明显大于竖直方向主应力，构造应力明显。

表3 调压室地应力测试成果(PDS4)Tab.3 Ground stress test results of surge chamber (PDS4)

在实测地应力数据的基础上，通过神经网络方法，考虑构造作用、自重及河谷剥蚀切割效应，对图4所示大范围区域反演得到整个厂址区的初始应力场；通过插值，得到调压室区域网格的初始应力场，如图5所示。

图4 初始地应力场反演区域(尺寸单位：m)Fig.4 Inversion area of initial in-situ stress field

图5 调压室区域初始应力分布云图Fig.5 Cloud diagram of initial stress distribution in surge chamber area

3.2 断层破碎带对调压室围岩影响分析

3种轴线方案下，该断层破碎带对调压室的影响相似。本文仅以调压室N86°E轴线布置方案为例，说明其对调压室围岩的影响情况。

在A情况中，模型包含2条断层破碎带；在B情况中，不存在断层破碎带。通过A，B两种情况的比较，可分析断层破碎带对调压室变形、应力、屈服和稳定的影响。考虑到主要进行的是方案比较，所以采用一次开挖方式模拟开挖过程。

3.2.1 围岩变形、应力所受影响

取A，B两种情况下，调压室顶拱及各边墙的最大合位移量进行分析，如图6所示。

图6 A，B情况下调压室各部位合位移最大值Fig.6 Maximum resultant displacement of each part of the surge chamber under conditions of A and B

对比图中A，B情况计算结果可知，断层破碎带对1号调压室的下游边墙变形影响最大。原因是调压室属于长条形的结构，下游边墙开挖面积大，地应力释放荷载大，边墙变形也大；同时，断层破碎带FC4与调压室轴线交角较小，FC4倾角几乎垂直，导致较深部位围岩对1号调压室下游边墙岩体的变形约束大大降低，而使下游边墙变形大大增加。

取A，B两种情况下调压室位移差值与A情况下位移值的百分比进行分析。其他部位中，1号调压室的顶拱、右端墙受影响比较大，但小于5%；其余位置大多小于2.5%，绝大部分小于0.5%，说明断层破碎带FC5对调压室各位置变形影响较小。原因：① 调压室右端墙的开挖面积相对较小，其地应力释放总荷载相对较小；② FC5的变形模量、强度参数值较大。

最大、最小主应力所呈现的规律与上述变形所受影响规律相似，限于篇幅，具体结果未列出。

综上所述，根据本工程可分析得出如下结论。

(1) 断层破碎带对1号调压室下游边墙的变形影响大，主要原因是其降低了较深部位围岩对下游边墙的变形约束作用；其他部位中，与断层破碎带FC4临近的1号调压室顶拱、右端墙所受影响相对较大。

(2) 断层破碎带FC5位于调压室右端墙外，在给定变形模量和强度参数的条件下，其对围岩的变形影响很小。

(3) 建议加强对1号调压室顶拱、下游边墙和右端墙的支护力度，避免洞室出现较大变形而影响正常使用。

3.2.2 围岩屈服、稳定所受影响

图7为分布差异较大的1号调压室下游边墙典型截面等效塑性应变分布情况。

图7 1号调压室下游边墙典型截面屈服区云图Fig.7 Cloud chart of yield zone of typical section of No.1 surge chamber

对比A，B结果可知：断层破碎带导致1号调压室顶拱和下游边墙屈服区明显扩大，尤其是顶拱和闸门室相交部位(高低拱过渡带)属于薄弱区域，工程上应当加强支护。A，B情况对应的围岩塑性屈服总体积分别为47.285万m3和41.512万m3，屈服体积差异明显，说明该断层破碎带对围岩屈服影响明显。

进一步采用强度折减法计算调压室的稳定性。参考NB/T 35011-2013《水电站厂房设计规范》，运用有限元软件ABAQUS计算恰好不收敛时的强度折减系数，作为调压室整体安全系数。A，B情况对应的安全系数分别为2.445和2.475，说明断层破碎带对调压室的整体安全度有影响，但不起控制作用。

根据上述调压室N86°E轴线布置方案计算结果分析，断层破碎带对调压室变形、应力、屈服均有较大影响，并一定程度影响整体稳定性，不可忽略。

3.3 敏感性计算分析

上述断层破碎带FC5的变形模量和强度参数值较高，对调压室影响小。以下进一步分析其值降低对调压室的影响：在3.2节所述B情况中，降低断层破碎带FC5的变形模量和强度参数，按断层破碎带FC4的变形模量和强度参数取值进行计算。强度降低前后的具体参数如表4所示。图8为破碎带变形模量和强度参数值降低前后，调压室各部位合位移最大值。

表4 断层破碎带FC5强度参数降低前后参数值Tab.4 Parameter values before and after reduction of FC5 strength parameter of fault fracture zone

由图8可知，断层破碎带FC5变形模量和强度参数值降低后，调压室右端墙位移差异超过10%，差异较明显；应力计算结果所得规律与此相似。

图8 断层破碎带FC5变模和强度参数降低前后调压室各部位合位移最大值Fig.8 Maximum combined displacement of each part of surge tank before and after FC5 deformation and strength parameter reduction of fault fracture zone

在断层破碎带FC5变形模量和强度参数值降低前后，屈服总体积分别为41.5万m3和112.9万m3，即力学参数值降低后，屈服体积大大增加，但增加部分主要是断层破碎带FC5屈服区，而调压室右端墙围岩屈服区只略有增大。降低前后的强度安全系数分别为2.475和2.455，稍有变化。同样，对于断层破碎带FC4，若提高其力学参数值至破碎带的力学参数值，则1号调压室的下游边墙变形、应力大大下降；屈服总体积明显减小，整体安全系数有所提高。

综上所述，2条断层破碎带的力学参数值对调压室的影响较大。就断层破碎带FC5而言，若力学参数值下降到一定程度，其影响不能简单忽略。

4 随调压室轴线方位角变化的断层破碎带影响分析

由于断层破碎带对该工程调压室变形、应力、屈服区及稳定性影响明显，因此，需要研究断层破碎带随调压室轴线变化的影响情况。3个轴线方案下，调压室和该断层的空间位置关系见表2。分别计算3个方案下，A，B两种情况的结果，并比较计算结果的差异。

因该断层对1号调压室的下游边墙、顶拱及右端墙的变形影响比较突出，因此，选择1号调压室的下游边墙、顶拱及右端墙作为代表位置。在A，B两种情况下，随轴线方位角变化的代表位置位移变化规律如图9所示。

图9 1号调压室代表位置最大合位移随轴向变化规律Fig.9 Variation law of maximum combined displacement of representative position of the No.1 surge chamber with axial direction

图9中A情况与B情况值的差异代表了断层破碎带的影响大小。从两种线的差异看，各轴线布置方案均受断层破碎带的影响。从位移角度看，在下游边墙、顶拱位置，3个轴线布置方向的位移差异相似，即该断层破碎带影响规律类似，在右端墙则以N76°E轴线布置差异大，即受断层破碎带影响相对较大。同样，对于最大、最小主应力，均以N96°E轴线布置差异大。上述结果说明了N86°E轴线布置在3个方案中受断层破碎带的影响相对较小。

计算调压室塑性屈服总体积，如表5所示。表中差值数据代表了由于断层破碎带的存在而导致围岩屈服区体积的变化量。由表中结果可知，调压室N86°E轴线布置方案对应的数值最小，说明其受该断层破碎带的影响最小。

表5 三个轴线方案下调压室塑性屈服总体积Tab.5 Total plastic yield volume of pressure reducing chamber under three axis schemes 万m3

进一步采用强度折减法计算调压室的稳定性。以有限元软件ABAQUS计算恰好不收敛时的强度折减系数，作为调压室整体安全系数。N76°E，N86°E和N96°E方案所对应的安全系数如表6所示，其中差值数据中的负号表示由于断层破碎带的存在，导致调压室整体安全度的下降量，表明断层破碎带的影响情况。数据结果表明：在N86°E方案中，断层破碎带对调压室整体稳定性的影响最小。

表6 各轴线方案下调压室安全系数Tab.6 Safety factors of surge chamber in each axis scheme

上述计算结果表明：随调压室轴线方位角变化，上述各指标并非单调变化，主要原因是断层破碎带对调压室的影响受断层破碎带与调压室间的夹角及距离这2种因素控制。从表2可以看出，随调压室轴线方位角增大，其与断层破碎带FC4的夹角减小，但距离也相应变化：夹角减小，对调压室不利；而距离增加，对调压室有利。所以，两种因素的综合影响，导致了各指标变化的复杂性。

从位移、应力、围岩屈服、调压室稳定性来看，上述3个方案中，N86°E方案受到的影响最小，即单纯从断层破碎带影响角度看，该方案布置相对较优。此时，该断层破碎带与调压室之间的夹角处于中间值，也即受断层破碎带影响最小的并非与断层破碎带夹角最大的轴线布置方案。

5 结 论

本文通过有限元ABAQUS数值模型，对金沙江昌波水电站调压室开展了计算分析，得到如下结论。

(1) 断层破碎带对该工程调压室的变形、应力、屈服及整体稳定性影响较大，尤其对于临近FC4的1号调压室的顶拱和下游边墙，以及顶拱和闸门室相交部位(高低拱过渡带)，属于薄弱区域，工程上应当加强支护。

(2) 断层破碎带对调压室的变形、应力、屈服及整体稳定性的影响，受其与调压室的相对位置关系控制；且参数的敏感性分析结果表明，力学参数对上述指标也有一定影响。

(3) 调压室轴线方位角的变化将改变调压室与断层破碎带间的夹角和距离，断层破碎带对调压室变形、应力、屈服和稳定性的影响相应变化，且该影响随调压室轴线方位角的增大呈现非单调性变化。

(4) 在该工程调压室的3种轴线布置方案中，N86°E调压室轴线布置方案受断层破碎带的影响最小。此时，断层破碎带与调压室之间的夹角处于中间值。

本文仅研究了工程中断层破碎带对调压室轴线布置的影响问题，至于应力场和断层破碎带对调压室轴线布置的综合影响，还有待进一步研究分析。